Математическое моделирование течения струи реверсивного устройства турбореактивного двигателя во внешнем потоке

Размещено на http://www.allbest.ru/

На правах рукописи

Специальности: 05.07.05 - тепловые, электроракетные двигатели и энергетические установки летательных аппаратов

01.02.05 - механика жидкости, газа и плазмы

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени

кандидата технических наук

МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕЧЕНИЯ СТРУИ РЕВЕРСИВНОГО УСТРОЙСТВА ТУРБОРЕАКТИВНОГО ДВИГАТЕЛЯ ВО ВНЕШНЕМ ПОТОКЕ

ВАРСЕГОВ ВАДИМ ЛЬВОВИЧ

Казань 2010



Работа выполнена на кафедре «Авиационные двигатели и энергетические установки» Казанского государственного технического университета им. А. Н. Туполева (КАИ)

Научные руководители: доктор технических наук, профессор В. А. Костерин

доктор технических наук М. Г. Хабибуллин

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор С. Ю. Крашенинников

доктор технических наук Г. А. Глебов

Ведущее предприятие: ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь

Защита состоится 16 июня 2010 года в 10.00 часов на заседании диссертационного Совета Д 212.079.02 Казанского государственного технического университета им. А. Н. Туполева по адресу: 420111, г. Казань, ул. К. Маркса, д. 10, зал заседаний

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке КГТУ им. А. Н. Туполева. Электронный вариант размещен на сайте КГТУ им. А. Н. Туполева (www.kai.ru)

Автореферат разослан мая 2010 года

Ученый секретарь диссертационного Совета к. т. н., доцент А. Г. Каримова



ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность. Одним из эффективных способов торможения самолета при послепосадочном пробеге является реверсирование тяги авиационного двигателя. Однако при включении реверсивного устройства может возникнуть ряд проблем, обусловленных действием реверсивных потоков.

Попадание реверсивных потоков во входные устройства двигателей становится причиной искажения полей скоростей и температур на входе в двигатели, что является предпосылкой к возникновению помпажного режима работы компрессора и выключению двигателя.

Истекающие из реверсивных окон потоки снижают эффективность руля направления, а также интерцепторов и закрылков, находящихся в посадочном положении, что при раннем включении реверса в воздухе или до опускания на взлетно-посадочную полосу передней стойки шасси может привести к потере устойчивости и управляемости самолета.

Таким образом, распространение вытекающих из реверсивного устройства потоков определяет не только диапазон режимов устойчивой работы двигательных установок, но и характер воздействия этих потоков на элементы конструкции самолета. Аэродинамическая интерференция реверсивных струй и планера, а также попадание реверсивных потоков во входные устройства собственного и рядом расположенных двигателей являются основными факторами, ограничивающими применение реверса тяги при посадке самолета.

Поэтому при проектировании устройств реверсирования тяги турбореактивных двигателей огромное значение для выбора их геометрических и режимных параметров имеет характер пространственной картины течения потоков, которая образуется при работе реверса тяги в условиях пробега после приземления самолета. Для оптимизации конструкции реверсивного устройства в системе самолет - силовая установка необходимо знание течения реверсивных потоков в условиях внешнего обдува, используемое для последующей выдачи рекомендаций на проектирование. Исходя из этого, актуальность данной задачи исследования не должна вызывать сомнений.

Цель работы. Определение на основе расчетного и экспериментального исследования пространственной картины течения потоков, образующихся при работе реверсивных устройств турбореактивных двигателей в условиях внешнего обдува. Установление основных закономерностей турбулентного течения. реверсивный турбулентный обдув двигатель

Задачи исследования.

Разработка математической модели и программы расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.

Адаптация математической модели к условиям течения, образующегося при реверсировании тяги турбореактивного двигателя в условиях внешнего обдува, на основе экспериментального определения газодинамических параметров модельных решеток.

Апробирование разработанной математической модели применительно к расчету течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя в условиях послепосадочного пробега самолета.

Определение газодинамических параметров секторной струи в потоке в широком диапазоне геометрических и режимных параметров и условий ее попадания во входное устройство модели применительно к компоновке двигателя ПС-90 на основе экспериментального исследования на моделях в аэродинамической трубе.

Подтверждение на основе экспериментального исследования правомочности принятых в расчете предположений и допущений, проведение верификации математической модели.

Определение на основе расчетного и экспериментального исследования основных закономерностей турбулентного течения секторной струи в потоке.

Научная новизна. Разработан интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку. Разработанный метод реализован в виде программы расчета.

Проведена адаптация метода расчета параметров секторной струи к условиям работы двухконтурного турбореактивного двигателя в режиме реверсирования тяги. Предложена расчетная методика оценки режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле.

Разработанная математическая модель апробирована применительно к расчету течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя ПС-90 в условиях послепосадочного пробега самолета.

Определены коэффициенты расхода и потери осевой составляющей импульса решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер на основе экспериментального исследования газодинамических параметров модельных реверсивных решеток.

Выявлены основные закономерности течения пространственной структуры течения секторной струи, распространяющейся в потоке, на основе выполненного комплекса измерений газодинамических параметров в широком диапазоне режимных и геометрических параметров.

Основные положения, выносимые на защиту.

Интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку.

Программа расчета течения секторной струи в потоке, адаптированная к условиям работы реверса второго контура двигателя с большой степенью двухконтурности.

Результаты расчета газодинамических параметров течения потоков реверсированного турбореактивного двигателя в условиях внешнего обдува.

Результаты экспериментального исследования:

- параметров модельных решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер;

- режима начала прилипания струи, вытекающей из реверсивного устройства, к мотогондоле в условиях обдува;

- газодинамических характеристик пространственной картины течения секторной струи в потоке в широком диапазоне изменения режимных и геометрических параметров.

Практическая значимость. Разработанная программа расчета позволяет рассчитывать пространственную картину полей скоростей и давлений в зоне взаимодействия секторной струи с потоком. Разработанный метод определения режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле позволяет оценить режимы устойчивой работы двигательной установки при реверсировании тяги в условиях послепосадочного пробега самолета.

Результаты теоретических и экспериментальных исследований позволяют расширить представление о картине течения потоков, имеющей место при работе реверсивных устройств турбореактивных двигателей в условиях послепосадочного пробега самолета.

Внедрение результатов работы. На программу расчета течения турбулентной неизотермической струи в равномерном безграничном потоке, натекающем на струю под углом, получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ № 920126 от 30 ноября 1992 г.

На программу расчета течения выхлопных потоков реверсированного ТРДД в условиях внешнего обдува получено свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ № 920127 от 30 ноября 1992 г. Эта программа внедрена на Пермском НПО «Авиадвигатель» в 1990 г., что подтверждено актом о внедрении результатов НИР. В этом же году программа была передана для использования французской авиационной двигателестроительной компании «Hispano-Suiza».

Степень достоверности и обоснованности полученных результатов. Результаты расчетов по разработанной математической модели хорошо согласуются с данными измерений, проведенными в модельных условиях. Достоверность результатов измерений подтверждается использованием аттестованного измерительного оборудования, обеспечивающего необходимую точность определения искомых величин.

Результаты экспериментального исследования режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле хорошо согласуются с результатами натурных испытаний двигателя ПС-90, проведенных в ЛИИ совместно с ДБ фирмы А. Н. Туполева и ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь на самолете ТУ-204 № 001.

Экспериментальные результаты по определению траектории струи для квадратной и кольцевой формы сопла сопоставлены с расчетными зависимостями других авторов. Показано их удовлетворительное соответствие.

Апробация работы. Основные положения работы докладывались на:

- II и III Всесоюзных научно-технических конференциях «Современные проблемы двигателей и энергетических установок летательных аппаратов». МАИ, Москва, 1981 г., 1986 г.;

- IX научно-технической конференции Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. КВВКИУРВ, Казань, 1985 г.;

- VI Всесоюзной школе-семинаре «Современные проблемы газодинамики и тепломассообмена и пути повышения эффективности энергетических установок». МВТУ им. Н. Э. Баумана, Москва, 1987 г. (доклад отмечен дипломом);

- Выездном заседании бюро секции научного совета АН СССР по проблеме «Теплофизика и теплоэнергетика». Казань, 1987 г.;

- Всесоюзной конференции «Организация рабочего процесса в форсажных камерах сгорания и выходных устройствах ВРД» по программе «Полет». Казань, 1987 г.;

- I республиканском научно-техническом семинаре молодых ученых и специалистов «Актуальные вопросы использования достижений науки и техники в народном хозяйстве». Казань, 1989 г.;

- Научно-технических конференциях по итогам работы. КАИ, Казань, 1981 - 1989 гг.;

- II Межотраслевой научно-технической конференции «Проблемы газовой динамики двигателей и силовых установок». ЦИАМ им. П. И. Баранова, Москва, 1990 г. (доклад отмечен дипломом);

- Всероссийской научно-технической конференции «Техническое обеспечение создания и развития воздушно-транспортных средств (экранопланов и сверхлегких летательных аппаратов)». КГТУ им. А. Н. Туполева, Казань, 1994 г.;

- VII и IX научно-технических семинарах «Внутрикамерные процессы в энергетических установках и струйная акустика» Казанского ВВКИУРВ имени маршала артиллерии М. Н. Чистякова. КВВКИУРВ, Казань, 1995 г., 1997 г.;

- Всероссийской научной конференции «Информационные технологии в науке, образовании и производстве». Казань, КГТУ, 2007 г.;

- V Всероссийской научно-технической конференции «Проблемы и перспективы развития авиации, наземного транспорта и энергетики». Казань, КГТУ, АНТЭ, 2009 г.

Личный вклад автора. Результаты работы получены автором лично.

Публикации. По теме диссертации опубликовано тридцать печатных работ (три статьи, одна из них- в издании, рекомендованном ВАК, двадцать тезисов докладов, три авторских свидетельства, два патента, два свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ) и выпущено двадцать пять научно-технических отчетов, девять из которых имеют государственный регистрационный номер.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, списка использованных источников и приложения. Диссертация изложена на 233 страницах машинописного текста, содержит 136 рисунков, 14 таблиц и список использованных источников из 395 наименований.



СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована актуальность выбранной темы, обозначена область проведения исследования и сформулированы основные цели работы.

В первой главе дается аналитический обзор опубликованных работ по исследованию течения струи в поперечном потоке. Имеющиеся в литературных источниках работы подразделены на три класса, различающиеся способами решения данной задачи:

- эмпирические и полуэмпирические методы расчета струи в потоке;

- интегральные методы расчета струи в потоке;

- численные методы расчета струи в потоке.

Дается краткий анализ каждого из имеющихся методов исследования и расчетного определения параметров струи в потоке.

В работах первого класса использовалась простейшая схематизация действительного течения, когда изогнутая струя рассматривалась как некоторое квазитвердое тело. Исследователи рассматривали струю, как некоторое препятствие в сносящем потоке, и не учитывали процесса смешения струи с окружающей средой. Результаты таких исследований были ограничены определением только траектории струи на основе простых эмпирических соотношений. Лишь некоторые из работ позволяли удовлетворительно предсказать положение условной оси струи, да и то в ограниченном диапазоне соотношения скоростей и начальных углов истечения струи.

В большинстве известных теоретических работ этого класса, посвященным струям в поперечном потоке, делается попытка определить траекторию плоских или круглых струй. Обычно траектория струи определяется по схеме, которая изложена в монографии Абрамовича Г. Н.: выделяется элемент струи и составляется условие равновесия всех действующих на него сил. Получающееся обыкновенное дифференциальное уравнение интегрируется при тех или иных допущениях. Работы эти, по существу, различаются только принятыми допущениями.

В работах второго класса авторы, применяющие интегральные методы расчета, в своих теориях отклоняемой струи уже пытались учитывать перенос количества движения вследствие турбулентного перемешивания. Эти исследования имели определенный прогресс и приближали к более глубокому пониманию механизма взаимодействия и смешивания струи с поперечным потоком.

Интегральный метод расчета широко известен в теории пограничного слоя. Для струйных течений этот метод был применен А. С. Гиневским. Важный вклад в развитие теоретических и экспериментальных исследований этого направления внесла Т. А. Гиршович.

Одним из основных вопросов, возникающих при использовании интегральных методов расчета, является вопрос об автомодельности струйного течения. Это объясняется тем, что расчет течений, обладающих свойством автомодельности, значительно упрощается.

При расчете турбулентных струйных течений интегральным методом широко используются простейшие полуэмпирические теории турбулентности. Каждая из таких теорий базируется на определенной схематизации процесса турбулентного обмена и устанавливает связь между турбулентным касательным напряжением и поперечным градиентом осредненной скорости.

Необходимо отметить, что тонкие физические исследования последних лет показали ограниченность полуэмпирических теорий турбулентности. Так, например, основные допущения этих теорий о постоянстве пути смешения либо коэффициента турбулентного обмена поперек струи выполняется только приближенно. Эти теории игнорируют факт перемежаемости, оказывающей особенно большое влияние на характеристики потока вблизи границы струи.

Однако можно полагать, что даже после того, как будут созданы более совершенные полуэмпирические теории турбулентности, чем известные в настоящее время, последние не потеряют своего значения для достаточно широкого класса задач. Выполненные многочисленные исследования показали, что полуэмпирические модели турбулентности в основном правильно отражают наиболее важные особенности осредненных характеристик турбулентных течений, что обусловило их широкое использование в практических расчетах.

В работах третьего класса численно интегрируются уравнения Рейнольдса и определяются, таким образом, значения скоростей в поперечных сечениях струи, перпендикулярных подстилающей поверхности.

С. В. Патанкар, Д. К. Басю и С. А. Альпей, а также У. П. Джонс и И. И. Макгирк решали эту задачу в трехмерной постановке, используя для замыкания модель турбулентности.

Проведенный обзор показывает, что турбулентное течение, обусловленное взаимодействием струи со сносящим потоком, является широко распространенным в различных областях техники. Такое течение носит сложный пространственный характер с образованием на некоторых режимах зон обратных токов за струей. Всё это затрудняет экспериментальное и теоретическое исследование такого рода течений.

Известные методы расчета струи в потоке относятся только к частным случаям решения задачи для определенной геометрии сопла. Наиболее подробно исследованы круглые, квадратные, плоские и веерные струи. Работ по исследованию распространения струи секторной формы в потоке автором не обнаружено.

Сказанное выше позволило сформулировать задачи настоящего исследования.

Во второй главе изложена разработанная математическая модель течения турбулентной струи секторной формы, вытекающей под углом навстречу равномерному потоку.

Для создания расчетной модели пространственной структуры течения, обусловленного взаимодействием турбулентной струи, вытекающей из реверсивного устройства, с равномерным неограниченным потоком, образующимся в результате послепосадочного пробега самолета, использован интегральный метод расчета.

Рассмотрен случай, когда температура струи незначительно отличается от температуры потока, то есть изотермический случай, применительно к работе реверсивного устройства, расположенного в наружном контуре двигателя. Считается, что область смешения имеет постоянные температуру и состав, теплообмен и диффузия отсутствуют.

Течение внешнего потока считается потенциальным. Течение в струе принимается турбулентным, несжимаемым и стационарным.

Задача решается в криволинейных ортогональных координатах: за ось абсцисс (x) принимается искривленная ось струи; за ось ординат (y) - нормаль к оси абсцисс в плоскости симметрии струи; угол в окружном направлении (ц) - угол между плоскостью симметрии струи, содержащей в себе ось сопла, имеющего форму секторного окна, и любой другой плоскостью, проходящей через эту ось (см. рис. 1).

Решение получено при следующих допущениях:

- искривленная ось струи есть линия тока;

- касательные напряжения на оси струи равны нулю.

Рис. 1. Схема картины течения

Использовано уравнение движения установившегося течения несжимаемой жидкости в отсутствии сил вязкости:

Коэффициенты Ламе, с помощью которых осуществлялся переход к криволинейным координатам, имеют вид:

Уравнения движения в криволинейных координатах в проекциях на оси x, y и ц записываются следующим образом:

Учитывая, что v<<u и w<<u, и произведя осреднение, получим уравнения осредненного турбулентного движения несжимаемой жидкости в виде:

Интегральный метод расчета основного участка струи

Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах основного участка струи решалась при следующих граничных условиях:

Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного напряжения, основанный на представлении профиля рейнольдсова напряжения сдвига в поперечных сечениях струи в виде полинома по степеням расстояния от оси струи: , или после замены ординаты на безразмерную величину:

Коэффициенты полинома определяются из граничных условий:

В результате получаем следующее выражение для касательных напряжений:

,

Определенный таким образом профиль касательного напряжения не связан с какими-либо допущениями о механизме турбулентности. Использована полуэмпирическая формула Прандтля, полученная исходя из гипотезы о постоянстве коэффициента турбулентного обмена:

Совместное решение двух выражений для касательных напряжений позволяет получить дифференциальное уравнение изменения скорости в поперечном направлении струи:

Интегрируя полученное выражение по оси y и определяя постоянную интегрирования из условия u = uц при y =0, получаем:

Записанная для границ струи, зависимость принимает вид:

Совместное решение двух последних уравнений позволяет получить зависимость для определения скорости в поперечных сечениях струи:

,

где: , , и

Таким образом, получается, что безразмерный профиль дефекта скорости в поперечном сечении струи не зависит от изменения давления.

Первое уравнение движения, записанное для передней границы струи, позволяет получить зависимость для изменения давления на передней границе струи. Интегрированием второго уравнения движения поперек струи получается закономерность изменения давления в поперечном направлении по координате y. Эти зависимости позволяют получить дифференциальное уравнение изменения давления по оси x струи.

Зависимость (1), записанная для передней и задней частей струи, позволяет получить соотношение между ординатами наружной и внутренней границ струи, которая преобразована в дифференциальное уравнение для определения задней границы струи (2). Зависимость (1), записанная для плоскости симметрии струи, позволяет получить закономерность изменения скорости на оси струи в функции от продольной координаты x. Полученные закономерности являются функциями от следующих производных:

Для получения недостающих зависимостей использовано уравнение количества движения в проекциях на оси криволинейных координат x и y, записанные отдельно для элементарных объемов передней и задней частей струи. При этом действие отброшенной части струи заменялось силой реакции, а силы тяжести не учитывались:

Рис. 2. Элементарный участок струи с приложенными к нему силами



Объемы, для которых записывалось уравнение количества движения, определялись следующей зависимостью:

Уравнения количества движения в проекции на нормаль к оси струи для передней и задней частей струи записывались в виде (см. рис. 2):

Уравнение количества движения в проекции на направление оси струи x записывается в следующем виде:

В случае стационарного течения силы, действующие на поверхность контрольного объема, приравниваются соответствующему потоку количества движения. При этом сила тяжести не учитывается.

В результате преобразований из уравнения количества движения получено четыре дифференциальных уравнения, которые упрощенно можно представить в виде зависимостей от следующих производных:



Полученные дифференциальные уравнения (4 - 7) совместно с уравнениями (2) и (3) составляли исходную систему шести нелинейных дифференциальных уравнений, которые необходимы для решения задачи об основном участке секторной струи в потоке. Данная система уравнений решалась методом Гаусса. Полученное нелинейное дифференциальное уравнение для траектории струи решалось методом итераций.

Интегральный метод расчета начального участка струи

Система дифференциальных уравнений пограничного слоя в пределах начального участка струи решалась при следующих граничных условиях:

Использован метод полиномиальной аппроксимации профиля касательного напряжения: , или введя безразмерную координату, получим:

Совместное решение зависимости для профиля касательного напряжения с полуэмпирической формулой Прандтля, полученной исходя из гипотезы о постоянстве коэффициента турбулентного обмена, позволяет получить выражение для скорости в поперечном сечении струи в следующем виде:

,

где:

Используя условие постоянства избыточного импульса в струе и полученный профиль скорости для пограничного слоя начального участка струи, получим зависимость для теоретической длины начального участка. Действительная длина начального участка с учетом заданного коэффициента расхода сопла определялась по линейной зависимости. При расчете начального участка принималось, что границы потенциального ядра изменяются в декартовой системе координат по линейной закономерности.

Интегральный метод расчета переходного участка струи

Для построения профилей скорости в поперечных сечениях струи профиль рейнольдсовых напряжений сдвига был представлен в виде полинома: , коэффициенты которого определялись из условий на оси струи и на ее границе, с использованием при этом уравнения движения в секторной струе.

Безразмерный профиль дефекта скорости в пределах переходного участка получен в виде следующей зависимости:

, где: .

В рамках переходного участка принималось линейное изменение величины л по длине переходного участка от значения, равного 1 (в начале переходного участка) до 0 (в конце переходного участка).

Была проведена адаптация метода расчета секторной струи к действительным условиям истечения потока из реверсивного устройства. Целью адаптации являлось определение профиля скорости в нулевом сечении с учетом размеров потенциального ядра и расчетного профиля скорости в пограничном слое, исходя из заданного коэффициента расхода сопла м. Задача решалась методом последовательных приближений.

Предложен приближенный метод оценки возможности и режима начала прилипания реверсивной струи к мотогондоле, базирующийся на использовании уравнения неразрывности. Метод основан на балансе расходов воздуха, поступающего в воздухозаборник двигателя и эжектируемого струей, с расходом набегающего потока. Такой способ оценки режима начала прилипания струи к мотогондоле является упрощенным и не учитывает многих физических факторов, влияющих на механизм образования этого процесса. Однако он позволяет с достаточной степенью точности оценить границы устойчивого режима распространения струи в потоке.

На основе математической модели была составлены две программы расчета течения секторной струи в потоке на языке FORTRAN, на которые получены свидетельства о государственной регистрации программ для ЭВМ.

Данный метод расчета был апробирован применительно к определению параметров струи, вытекающей из реверсивного устройства двигателя ПС-90, в условиях послепосадочного пробега самолета. Расчеты проведены для диапазона скоростей пробега самолета от 350 до 150 км/час с интервалом 50 км/час. Данный диапазон скоростей попадает в интервал скорости касания самолетом взлетно-посадочной полосы и скорости отключения реверсивного устройства. Результаты расчетов, приведенные на рис. 3 - 8, показывают, что разработанная математическая модель удовлетворительно описывает закономерности изменения основных параметров секторной струи, распространяющейся в потоке.

Третья глава посвящена методическим вопросам проведения исследования и содержит описание экспериментальных установок и исследуемых моделей, методики проведения испытаний и обработки полученных результатов, а также определение погрешности измерений и обработки результатов.

Экспериментальные исследования проведены на двух экспериментальных установках, которые имели нумерацию 142 и 111. На экспериментальной установке 142, представляющей собой аэродинамическую трубу, исследования проводились на трех моделях - на уменьшенной модели турбореактивного двигателя МД50, на модели МПС90, выполненной по геометрическому подобию с натурным изделием, а также на упрощенной модели У50 без имитации работы воздухозаборника двигателя. На экспериментальной установке 111 проводилось исследование газодинамических характеристик решеток реверсивного устройства.

Схема установки 142 с моделями МД50 или МПС90 представлена на рис. 9. При подключении модели У50 экспериментальная установка 142 упрощается, так как исключается магистраль эжектора.

Экспериментальная установка включает в себя воздушные магистрали высокого и низкого давления, измерительные приборы и экспериментальный отсек. Экспериментальный отсек размещается на рабочем участке аэродинамической

Рис. 3. Передняя, задняя границы и ось секторной струи в потоке



Рис. 4. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке

Рис. 5. Изменение осевой скорости секторной струи в потоке

Рис. 6. Изменение скорости на задней границе в плоскости симметрии секторной струи



Рис. 7. Изменение безразмерного профиля скорости секторной струи по координате ц

Рис. 8. Линии равных скоростей в сечении, перпендикулярном оси секторной струи

трубы. Конструкция рабочего отсека позволяла проводить исследование на моделях как непосредственным измерением полей давлений и температур в зоне взаимодействия струи с потоком, так и методом визуализации картины течения.



Рис. 9. Схема установки 142 с моделями МД50 или МПС90

Для определения значений скоростей в зоне взаимодействия струи с набегающим потоком согласно рекомендациям был спроектирован и изготовлен Г-образный четырехканальный пневмометрический датчик с термопарой класса ХК. Датчик позволял измерять полное и статическое давления, направление вектора скорости и температуру. Диаметры приемника динамического давления и трубок для определения вектора скорости составляли 0,6 мм. Толстостенная трубка для измерения статического давления имела наружный диаметр 1 мм. В стенке трубки в радиальном направлении на равномерном расстоянии через 1200 по окружности были просверлены 3 отверстия диаметром 0,3 мм каждое. Хромель-копелевая термопара имела диаметр спая 0,2 мм. Датчик снабжен поворотным устройством с лимбом, по которому велось определение направления вектора скорости в данной точке. Общий вид датчика приводится на рис. 10.

Датчик устанавливался на специальное поворотное приспособление, с помощью которого возможно осуществление линейного перемещения по любому диаметру окружности, с центром на оси вращения приспособления. Приспособление снабжено поворотным устройством с лимбом и винтом, обеспечивающим прямолинейное перемещение (см. рис. 11). Размещение пневмометрического датчика на поворотное приспособление, установленное на координатнике, позволяет осуществлять перемещение по трем взаимно перпендикулярным направлениям, а также дает возможность производить измерения в плоскостях, перпендикулярных оси струи.

Рис. 10. Общий вид четырехканального пневмометрического Г-образного датчика



Рис. 11. Общий вид поворотного приспособления

Рис. 12. Поворотное приспособление с пневмометрическим датчиком

С помощью экспериментальной модели турбореактивного двигателя МД50 проведено определение границ струи методом визуализации картины течения, а также определение режимов начала прилипания струи к мотогондоле.

Экспериментальная модель МД50 (см. рис. 13) представляет собой полый цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, которые образованы двумя соосными трубками. Внутренний канал диаметром 26 мм является каналом воздухозаборника, наружный - каналом реверсивных струй. В модели предусмотрена возможность установки проставок с различной формой реверсивных сопел (см. рис. 14).

Рис. 13. Общий вид исследуемой модели МД50



Рис. 14. Проставки сопел модели МД50

Рис. 15. Сопло модели МД50 в сборе

Сопла выполнены с различными центральными углами секторного окна (23, 30, 60, 90, 120 и 1800) при сохранении постоянной площади каждого окна равной 100 мм2 (см. рис. 14). Сопла выполнены с коэффициентом поджатия и с различными конструктивными углами истечения струи из реверсивных сопел (105, 120 и 1350). Сопла состояли из проставок, на которые напрессовывались кольца (см. рис. 15).

Для получения равномерного профиля скорости на выходе из сопла и увеличения его коэффициента расхода была спроектирована и изготовлена упрощенная модель У50 без имитации работы воздухозаборника. На этой модели проводились параметрические исследования влияния формы сопла на искривление струи потоком методом измерения полей давлений.

Исследуемая модель У50 (см. рис. 16) представляла собой цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, по которым воздух высокого давления направляется с противоположных сторон в рабочее сопло. Предусмотрена возможность установки проставок, образующих различные формы сопел. Сопла выполнены с различными центральными углами окон (23, 30, 60, 90, 120, 150 и 180) и площадями каждого окна, равными 100, 200 и 300 мм2. Сопла выполнены с коэффициентами поджатия 4, 2 и 1,33 и с различными конструктивными углами истечения струи (90, 105, 120 и 1350).

Рис. 16. Продольный разрез модели У50

Рис. 17. Общий вид модели У50

Экспериментальная модель МПС90 выполнена по геометрическому подобию с натурным изделием (двигателем ПС-90) в масштабе 1 : 46,5 (см. рис. 18). Модель представляет собой полый цилиндр с наружным диаметром 50 мм, имеющий два канала - наружный и внутренний, которые образованы двумя соосными трубками. Внутренний канал диаметром 26 мм является каналом воздухозаборника, наружный - каналом реверсивных струй. Сопло выполнено с центральным углом сектора и = 1350 и продольным размером окна реверсивного устройства a = 10,5 мм. Для обеспечения заданного угла выхода реверсивной струи предусмотрена имитация лопаток реверсивного устройства в виде четырех колец толщиной 0,3 мм, установленных под углом б = 1280 и равномерно распределенных по длине реверсивного окна.

Рис. 18. Сечение экспериментальной модели МПС90

На внутреннюю трубку наворачивалось входное устройство, выполненное по геометрическому подобию с воздухозаборником двигателя ПС-90 (см. рис. 18). Для имитации работы двигателя производился забор воздуха из канала воздухозаборника с помощью эжектора, выполненного с периферийной подачей активного потока. Определение скорости воздушного потока, проходящего через канал воздухозаборника, осуществлялось измерением полного и статического давлений в канале на расстоянии около 8 диаметров от входного сечения воздухозаборника, а также измерением температуры потока. Для отбора газовой пробы во внутреннем канале установлен газоотборник в виде интегральной трубки.

Рис. 19. Общий вид исследуемой модели МПС90

Экспериментальная установка 111 предназначена для газодинамического исследования решеток реверсивного устройства турбореактивного двигателя в модельных условиях. Установка выполнена по геометрическому подобию с устройством реверсирования тяги двигателя ПС-90 в масштабе 1:2. Она представляет собой сектор проточной части наружного контура двигателя с углом раствора сектора, равным 6,50. Общий вид установки показан на рис. 20, а схема рабочего участка установки приведена на рис. 21.

В экспериментальной установке была предусмотрена возможность замены исследуемых решеток. Для исследования были изготовлены модельные решетки с углами установки лопаток относительно продольных ребер в = 90, 75, 60 и 450. Угол наклона лопаток относительно оси двигателя для всех решеток оставался постоянным и равным б = 1280. Схема и общий вид решеток приведен на рис 22.

Рис. 20. Общий вид рабочего участка экспериментальной установки 111

Рис. 21. Схема рабочего участка установки 111

Рис. 22. Общий вид и схема решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер

Для контроля параметров воздушного потока, проходящего через рабочий участок установки, был предусмотрен мерный участок. Измерение расхода воздуха, проходящего через модельные решетки, осуществлялось с помощью расходной шайбы.

Поля полных и статических давлений и температур, а также направление вектора скорости в каждой измеряемой точке определялись с помощью поворотного цилиндрического трехканального пневмометрического приемника давления с термопарой. Диаметр рабочей части приемника давления составлял 3,5 мм.

Проведены вспомогательные и тарировочные эксперименты, разработана методика обработки экспериментальных данных и определены погрешности измерения основных величин.

В четвертой главе представлены результаты расчетного и экспериментального исследования течения, образованного взаимодействием секторной струи с потоком.

Проведено газодинамическое исследование модельных решеток реверсивного устройства с целью получения экспериментальных данных, необходимых для выявления влияния геометрических параметров решетки на её расходные характеристики и создаваемую ей величину обратной тяги.

В процессе исследования были проведены измерения полей полных и статических давлений и температур, а также направления вектора скорости в плоскости симметрии реверсивной решетки в выходном сечении. По результатам измерений были построены графики изменения проекции скорости на направление угла наклона лопаток относительно оси двигателя б в зависимости от координаты по длине решетки, приведенные на рис. 24.

Установлено, что при уменьшении угла установки лопаток относительно продольных ребер до величины в = 450 коэффициент расхода решетки увеличивается на 6,2 %, по сравнению с прямой решеткой, а осевая составляющая импульса уменьшается и составляет 0,494 от величины осевой составляющей импульса решетки с углом установки лопаток в = 900 (см. рис. 25 - 26).



Рис. 24. Безразмерный профиль проекции скорости на направление угла наклона лопаток б на выходе из модельной решетки с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер в

Рис. 25. Относительный коэффициент расхода решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер в



Рис. 26. Коэффициент потерь осевой составляющей импульса решеток с различными углами установки лопаток относительно продольных ребер в

Для сравнения на рис. 26 приведена теоретическая кривая, учитывающая только косинусные потери. Очевидно, что экспериментальная кривая лежит ниже теоретической, так как в реальном процессе существуют потери на разворот потока. Необходимо отметить, что зависимость коэффициента потерь осевого импульса от угла установки лопаток хорошо согласуется с данными работы авторов Romine B. N., Johnson W. A., полученными путём непосредственного измерения величины осевой составляющей тяги.

Рис. 27. Сопоставление измеренного профиля скорости на выходе из решетки с принятым в расчетах

Проведено сравнение измеренного профиля скорости на выходе из решетки с расчетным, полученным в результате определения начальных условий методом итераций. Результаты сравнения приведены на рис. 27. Необходимо отметить, что расчетная зависимость, полученная из условия сохранения импульса и учитывающая заданное значение коэффициента расхода решетки, удовлетворительно описывает измеренный профиль скорости в выходном сечении решетки реверсивного устройства. Экспериментально определен на модели МПС90 режим начала прилипания струи к мотогондоле как методом визуализации картины течения, так и с помощью непосредственного измерения параметров струи, вытекающей из реверсивных сопел, и параметров потока в канале воздухозаборника модели. Проникновение передних и задних границ струи в сносящий поток в зависимости от соотношения скоростных напоров струи и потока приведены на рис. 28 - 29.

Рис. 28. Передние границы секторной струи, распространяющейся в потоке

Рис. 29. Задние границы секторной струи, распространяющейся в потоке

Прилипание реверсивной струи к мотогондоле для данной геометрии модели двигательной установки наблюдалось при значении параметра равного 69,3. Таким образом, если скорость истечения потока из реверсивной решетки в действительных условиях равна 221,775 м/с, то при пересчете результатов измерений в модельных условиях получаем, что прилипание начинается при скорости пробега самолета равной 26,26 м/с или 94,5 км/ч. Необходимо отметить, что эти результаты экспериментального исследования удовлетворительно согласуются с результатами натурных испытаний двигателя ПС-90, проведенных в ЛИИ совместно с ДБ фирмы А. Н. Туполева и ОАО «Авиадвигатель» г. Пермь.

Рис. 30. Безразмерный профиль скорости в пограничном слое начального участка затопленной секторной струи в поперечном направлении по координате y

Рис. 31. Безразмерный профиль скорости основного участка затопленной секторной струи в поперечном направлении по координате y



Рис. 32. Изменение осевой скорости по длине затопленной квадратной и веерной струи

Рис. 33. Изменение передней и задней границ по длине затопленной секторной струи

Проведены экспериментальные исследования газодинамических параметров затопленной секторной струи, которые сопоставлены с результатами расчетов. Показано их хорошее соответствие (см. рис. 30 - 33).

Исследованы характеристики секторной струи, взаимодействующей с потоком. Экспериментальное определение искривления секторной струи потоком проводилось с помощью непосредственного измерения полей давлений в зоне распространения струи. Было проведено исследование по следующим трем программам.

Измерения оси струи осуществлялись при различных значениях центрального угла и0 и продольного размера сопла д0 с сохранением постоянной его площади F0 = 100 мм2. Результаты измерения траекторий для различных гидродинамических параметров и углов истечения струи в поток б0 приведены на рис. 34.

Рис. 34. Влияние формы сопла на искривление секторной струи потоком при постоянной площади сопла F0 = 100 мм2 для угла истечения струи б0 = 900 и б0 = 1350

Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных координатах, отнесенных к гидравлическому диаметру dг = 4F0 / П, где: П - периметр поверхности соприкосновения струи и сопла. Результаты измерений показали, как видно из графиков, что искривление струи для различных форм сопла с постоянной площадью F0 не одинаково. Следовательно, эквивалентный диаметр dэ не может служить обобщающим параметром для траектории струи, вытекающей из сопел в форме секторных окон. Представление траектории секторной струи в безразмерных координатах, отнесенных к гидравлическому диаметру, позволяет значительно сузить диапазон расслоения траекторий для сопел, изменяющих свою форму от квадратной до кольцевой. Это утверждение не относится к траекториям струи, имеющей углы истечения, отличные от б0 = 900.

Проведено исследование распространения струи в потоке при изменении площади сопла F0 за счет продольного размера сопла д0 при сохранении постоянного центрального угла и0. Результаты измерений для различных значений и и0 приведены на рис. 35.

Рис. 35. Влияние продольного размера сопла д0 на распространение секторной струи в потоке при постоянном центральном угле сопла и0 для угла истечения струи б0 = 900

Результаты измерений были построены как в размерных, так и безразмерных координатах, отнесенных к эквивалентному диаметру струи . Из графиков видно, что представление траектории секторной струи в безразмерных координатах, отнесенных к эквивалентному диаметру, позволяет обобщить траектории для сопел, изменяющих свою площадь за счет изменения продольного размера сопла д0 при сохранении постоянного центрального угла сопла и0.

Проведено исследование искривления секторной струи потоком при изменении площади сопла F0 за счет центрального угла сопла и0 при сохранении постоянном его продольного размера д0. Результаты измерений для различных значений и д0 приведены на рис. 36.

Из графиков видно, что изменение площади сопла за счет центрального угла и0 не приводит к существенному изменению искривления оси струи потоком. Таким образом, центральный угол сопла практически не оказывает влияние на распространение оси струи в потоке, а определяющим характер искривления струи потоком геометрическим параметром является продольный размер сопла д0. Таким образом, центральный угол сопла практически не оказывает влияние на искривление оси струи потоком, а определяющим характер искривления струи геометрическим параметром является продольный размер сопла д0.

Рис. 36. Влияние центрального угла и0 на распространение секторной струи в потоке при постоянном продольном размере сопла д0 для угла истечения струи б0 = 900

Исследована пространственная картина течения секторной струи в потоке. Построены безразмерные профили скорости в поперечном направлении как в плоскости симметрии струи, так и на расстоянии от плоскости симметрии, а также в окружном направлении (см. рис. 37 - 40).



Рис. 37. Безразмерный профиль скорости основного участка в плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате y

При расчете безразмерного профиля скорости задней части секторной струи скорость на границе принималась равной нулю, так как под задней границей подразумевалась линия нулевых скоростей в зоне обратных токов за струей. Хорошее согласование с результатами измерений получается только в плоскости симметрии струи. С приближением к боковой границе струи рассогласование с экспериментом увеличивается, что обусловлено вихревыми течениями, возникающими за струей. Это говорит о необходимости учитывать при расчете действительную скорость на задней границе в зоне обратных токов, которая увеличивается по мере удаления от плоскости симметрии струи к ее боковой границе.



Рис. 38. Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате y для сопел с и0 = 600 и и0 = 900

Рис. 39. Безразмерный профиль скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате y, измеренный перпендикулярно оси струи и перпендикулярно максимальной скорости в сечении



Рис. 40. Безразмерный профиль скорости в пограничном слое основного участка секторной струи, распространяющейся в потоке, в окружном направлении по координате ц

Проведено измерение профиля скорости основного участка на расстоянии от плоскости симметрии секторной струи, распространяющейся в потоке, в поперечном направлении по координате y, как перпендикулярно оси струи, так и перпендикулярно максимальной скорости в сечении. Направление вектора максимальной скорости в сечении на расстоянии от плоскости симметрии струи отличается от направления оси струи. Зависимости приведены на рис. 39.

Существенных отличий от расчетного профиля не обнаружено.



Выполнено измерение полей статических и полных давлений в сечениях, перпендикулярных оси струи, с целью получения пространственной картины течения секторной струи в потоке. Измерения проводились для двух форм сопел секторной струи, имеющих центральные углы сопел и0 = 600 и и0 = 900, на одинаковом безразмерном расстоянии от сопла .

Линии равных избыточных полных давлений и линии равных скоростей в поперечном сечении секторной струи показаны на рис. 41 - 42.

Исследована боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке. Измерения проведены для следующих геометрических и режимных параметров струи: .



Рис. 43. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, представленная в виде безразмерной координаты z / z0

Рис. 44. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, представленная в виде угловой координаты ц

На рис. 43 боковая граница представлена в виде изменения безразмерной координаты z / z0 по длине струи. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, изменяется по зависимости, близкой к линейной и ее расширение происходит более интенсивно по сравнению с затопленной струей. Боковая граница секторной струи, распространяющейся в потоке, была представлена также в виде изменения координаты ц, то есть в виде угла, отсчитываемого от плоскости симметрии струи. Эта зависимость показана на рис. 44. Из графика видно, что значение угла боковой границы струи практически не изменяется по длине струи. Это подтверждает правомочность принятого в расчете допущения о постоянстве координаты ц0 по длине струи.

Результаты измерения траектории квадратной и веерной струи были сопоставлены с эмпирическими и аналитическими зависимостями, полученными в работах других авторов.

Для квадратной струи сопоставление экспериментальных результатов было проведено с шестью расчетными зависимостями, полученными другими авторами. Сравнение было проведено для трёх значений гидродинамического параметра: = 47,175; 79,508 и 129,903 для угла истечения струи б0 = 900.

Сопоставление проводилось для сопел, имеющих одинаковую площадь F0 = 100 мм2 и, соответственно, одинаковый продольный размер сопла д0 = 10 мм.

Результаты сравнения измеренной траектории квадратной струи с расчетными зависимостями, полученными Ивановым Ю. В., Шандоровым Г. С., Вахламовым С. В., Герцбергом М. Б., Палатником И. Б. и Темирбаевым Д. Ж., а также

Рис. 45. Сопоставление экспериментальных измерений распространения квадратной струи с расчетными зависимостями других авторов

Камотани Ю. и Гребером И. приведены на рис. 45. Наиболее хорошо полученные экспериментальные результаты согласуются с зависимостью Иванова Ю. В.

Для веерной струи сопоставление полученных экспериментальных результатов по измерению искривления струи потоком было проведено с зависимостями Герцберга М. Б. (см. рис. 46) и Костерина В. А. Сопоставление проводилось для сопел, имеющих одинаковую площадь F0 = 100 мм2 и одинаковый продольный размер сопла д0 = 1,273 мм.

Измеренные траектории струи хорошо согласуются с расчетными зависимостями других авторов для веерной формы сопла.

Рис. 46. Сопоставление экспериментальных измерений распространения веерной струи с расчетной зависимостью Герцберга М. Б.



ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ И ВЫВОДЫ

Разработан интегральный метод расчета течения турбулентной изотермической струи секторной формы, распространяющейся под углом навстречу равномерному неограниченному потоку, позволяющий учесть влияние основных геометрических и режимных параметров на картину течения.

Разработанный метод реализован в виде программы расчета, получившей свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ и внедренной на Пермском НПО «Авиадвигатель», а также переданной французской компании «Hispano-Suiza», занимающейся производством авиадвигателей.

Проведена адаптация метода расчета параметров струи к натурным условиям работы ТРДД в режиме реверсирования тяги:

- расчетные параметры струи в нулевом сечении приведены к параметрам, измеренным в модельных условиях на выходе из решеток реверсивного устройства, с учетом их геометрии и конфигурации канала двигателя по коэффициенту расхода решеток;

- разработана методика оценки режима начала прилипания струи реверса к мотогондоле, основанная на использовании уравнения неразрывности. Определенный в модельных условиях режим начала прилипания струи к мотогондоле для двигателя ПС-90 удовлетворительно совпадает с результатами натурных испытаний на самолете ТУ-204.

Разработанная математическая модель апробирована применительно к расчету параметров течения реверсивных потоков двигателя ПС-90 с условиях внешнего обдува.

В результате газодинамического исследования модельных решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер в = 45…900 установлено, что:

- на выходе из решеток формируется сложное пространственное течение с образованием отрывов потока у решеток с углами установки лопаток относительно продольных ребер близких к в = 900. Картина обтекания лопаток требует дальнейшего тщательного исследования;

- в передней части решетки, занимающей примерно два ряда решеток, течение потока отсутствует. Установление причин такого течения возможно при детальном исследовании разворота потока в канале перед решеткой;